換熱器交錯扇缺折流結構流場仿真分析

張鐵鋼

(中國石化工程建設有限公司，北京 100101)

能源問題是人類工業(yè)發(fā)展過程中始終面對的問題。為了有效利用能源，冷換設備在工業(yè)生產(chǎn)中得到廣泛應用。提高冷換設備的能效比、采用強化傳熱技術，是當前節(jié)能環(huán)保技術的重要發(fā)展方向。管殼式換熱器是應用最廣泛的冷換設備之一，對其強化傳熱的研究集中在強化管程傳熱和強化殼程傳熱兩個方面。在強化殼程傳熱方面，國內外工程技術人員研發(fā)出折流桿式、螺旋折流板式、曲面折流板式、翅片管式等強化殼程傳熱結構。

1 交錯扇缺式折流板組結構創(chuàng)新

由中國石化工程建設有限公司、遼寧石油化工大學、中石化上海高橋分公司、撫順化工機械設備制造有限公司合作，成功開發(fā)出一種新型強化殼程傳熱結構的高效換熱器——“錯開窗式換熱器”。這種換熱器采用交錯扇缺式折流板組結構，即：折流板結構由傳統(tǒng)的單弓式缺口改為在一組折流板的不同象限布管區(qū)交錯開設扇形缺口的形式。如圖1所示的結構中，4塊不同的折流板分別在4個象限布管區(qū)交錯開設扇形缺口，扇形缺口面積和傳統(tǒng)的單弓缺面積相同。殼程流體通過折流板缺口時，靠流速提升減薄換熱管邊壁的邊界層。因此，該結構的優(yōu)勢是扇形缺口開在布管區(qū)，缺口內可容納的換熱管根數(shù)更多，殼程流體通過折流板缺口時，有更多換熱管邊壁的邊界層減薄，從而提升了傳熱效率。如果扇形缺口沿螺旋方向開設(見圖1)，則相鄰缺口間流體流通路徑變得更短，且流體螺旋流動，這有助于減少流體阻力降和動能損失、降低管束振動。該新型折流板結構在提高殼程綜合傳熱系數(shù)的基礎上，實現(xiàn)了降低殼程壓降、強化殼程整體傳熱性能的目的。該結構已申請2項實用新型專利【1-2】。

圖1 交錯扇缺式折流板組結構

2 交錯扇缺式折流板組結構的傳熱模擬及傳熱指標分析

對交錯扇缺式折流板組與GB/T 151標準【3】中的管殼式換熱器單弓式折流板結構的殼程流場進行數(shù)值模擬，并分析對比兩種折流板結構的傳熱指標。為保證兩種折流板結構的模擬結果具有可對比性，二者采用相同尺寸的換熱器幾何規(guī)格，即：換熱器內徑φ250 mm；換熱管共44根，長度2 500 mm，規(guī)格為φ19×2 mm，正方形排列，管中心距25 mm；4根中心線擋管；折流板間距300 mm。

單弓式折流板和交錯扇缺式折流板結構缺口尺寸見圖2(a)～圖2(b)。圖2中，單弓式折流板弓缺面積和交錯扇缺式折流板缺口面積基本相同；單弓式折流板缺口內換熱管根數(shù)約9根，交錯扇缺式折流板缺口內換熱管根數(shù)約12根。

換熱器模擬工況如下：管程進、出溫度均為45 ℃，流量10 m3/h；殼程入口溫度30 ℃， 模擬6種不同的流量(6、8、10、12、14和16 m3/h)， 逐步遞增； 管、殼程流體介質均為水，操作壓力均為0.4 MPa， 密度998 kg/m3， 比熱容 4 200 J/(kg·K)，熱傳導率0.6 W/(m·K)。模擬理想狀態(tài)，做如下假定：流體是不可壓縮的牛頓流體，流體流動和傳熱過程均一、物性穩(wěn)定；滿足宏觀物理守恒；為簡化模型，忽略所有壁厚及折流板與殼體間隙。控制方程要求換熱器殼程流體的流動和傳熱必須滿足連續(xù)性方程、動量方程和能量方程。邊界條件定義如下：殼體內壁和折流板定義為不可滲透、無滑移絕熱壁邊界；換熱管管壁恒溫，設定相應的端面為液體的進、出口，定義入口處為流量入口邊界，給定入口質量流量及相應的溫度條件，出口為壓力出口(給定背壓)。模擬計算采用標準k-ω湍流模型，壁面函數(shù)為standard wall functions，速度壓力耦合設定simple算法，其他保持默認設置【4-5】。

利用INVENTOR軟件生成幾何模型，導入WORKBENCH MESH 14.0軟件劃分非結構化網(wǎng)格。交錯扇缺式折流板和單弓式折流板結構流場網(wǎng)格劃分分別見圖3和圖4。將網(wǎng)格導入CFX14.0軟件， 設定邊界條件和求解控制， 運用CFX14.0軟件耦合求解連續(xù)性方程、 動量方程及能量方程， 獲得速度、 壓力等變量。為保證流體在殼體內的充分流動， 不考慮殼程進、 出管口對模擬數(shù)據(jù)的影響。本文研究換熱器這兩種折流板結構時， 選取換熱器殼程兩個豎直截面作為流體進、 出口進行流體壓降及傳熱系數(shù)的對比。通過CFD-Post軟件后處理將計算結果轉為可視化的云圖及矢量圖等(見圖5～圖14)， 對模擬結果進行可視化分析， 以期較直觀地觀察傳熱介質的狀態(tài)。

從圖5和圖6交錯扇缺式折流板結構和單弓式折流板結構殼程流場壓力云圖可以看出：由入口截面到出口截面，流體壓力呈壓力梯度逐步降低的趨勢；兩種折流板結構的流體壓力降變化均在折流板缺口處及折流板缺口后部流動區(qū)域較明顯，每段折流板間流體滯留區(qū)壓力變化不大；比較兩種結構入口截面到出口截面殼程流場總體壓力降可見，單弓式折流板結構大于交錯扇缺式折流板結構。

圖7和圖8分別為交錯扇缺式折流板和單弓式折流板結構殼程流場溫度云圖。由圖7和圖8可知：沿熱流體流動方向，流場溫度逐級降低；流體在通過缺口以及缺口前、后部流動區(qū)域時，換熱明顯；流場在兩種折流板后部區(qū)域均存在明顯的流體滯留區(qū)，滯留區(qū)內流體溫度較高、變化小，換熱效果差，但交錯扇缺式折流板結構流體存在明顯的螺旋流動，而單弓式折流板結構流體呈弓形流動。流體在交錯扇缺式折流板結構中的流通路徑(簡稱流徑)長度明顯小于單弓式折流板結構，但兩種結構的總體換熱溫差相當。

圖3 交錯扇缺式折流板結構流場網(wǎng)格劃分

圖4 單弓式折流板結構流場網(wǎng)格劃分

圖5 交錯扇缺式折流板結構流場壓力云圖

圖6 單弓式折流板結構流場壓力云圖

圖7 交錯扇缺式折流板結構流場溫度云圖

圖8 單弓式折流板結構流場溫度云圖

圖9和圖10為交錯扇缺式折流板結構流場速度矢量及其剖面。圖11和圖12為單弓式折流板結構流場速度矢量及其剖面。從圖9和圖10中可見，交錯扇缺式折流板結構中流體的螺旋式流動趨勢非常明顯。而圖11和圖12顯示，單弓式折流板結構內流體呈弓形折返流動。由圖9～圖12可見，兩種結構中流體在折流板缺口及缺口后部區(qū)域速度均顯著提升，有利于傳熱。但螺旋式流動的流體可減緩對換熱管沖擊，流體動能損失較小。

圖9 交錯扇缺式折流板結構流場速度矢量

圖10 交錯扇缺式折流板結構流場速度矢量剖面

圖11 單弓式折流板結構流場速度矢量

圖13和圖14分別為流體在兩種折流板結構中折流板背側流場截面速度矢量。由圖13和圖14可知：兩種折流板結構中，流體流經(jīng)缺口及周邊區(qū)域時速度均顯著提升，速度較高處溫度相對較低，這部分區(qū)域傳熱較好；但折流板背側遠離缺口的非漏流區(qū)域速度較低，傳熱效果差，為流體滯留區(qū)。交錯扇缺式折流板結構中位于高流速區(qū)的換熱管數(shù)量明顯多于單弓式折流板結構，有利于傳熱。

圖12 單弓式折流板結構流場速度矢量剖面

圖13 交錯扇缺式折流板背側截面速度矢量

圖14 單弓式折流板背側截面速度矢量

由牛頓冷卻定律可知：

Q=K·A·ΔT

(1)

式中：Q——傳熱量，W；

K——總傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；

A——計算換熱面積(以管外表面積為基準)，m2；

ΔT——對數(shù)平均溫差，℃。

對數(shù)平均溫差由式(2)得出：

ΔT=(Δth-Δtc)/ln(Δth/Δtc)

(2)

其中

Δth=T1-t2

(3)

Δtc=T2-t1

(4)

式中：T1,T2——熱流進、出口溫度，℃；

t1,t2——冷流進、出口溫度，℃。

由于管壁為恒溫，故熱流進、出口溫度相等，即T1=T2。

總傳熱系數(shù)K由式(5)得出：

(5)

式中：Ao——管外表面積，m2；

Ai——管內表面積，m2；

hi——管內流體膜傳熱系數(shù)(以管內表面積為基準)，W/(m2·K)；

ho——管外流體膜傳熱系數(shù)(以管外表面積為基準)，W/(m2·K)；

ri——管內流體的結垢熱阻(以管內表面積為基準)，m2·K/W；

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ro——管外流體的結垢熱阻(以管外表面積為基準)，m2·K/W；

rp——管壁金屬熱阻，m2·K/W。

建模時假設管壁恒溫，忽略污垢熱阻(ri=ro=0)，忽略金屬熱阻(rp=0)，忽略壁厚影響(Ao=Ai)，由于hi遠遠大于ho，故式(5)可簡化為式(6)。

(6)

雷諾數(shù)可由式(7)得出：

(7)

式中：ρ——流體密度，kg/m3；

de——當量直徑，m；

u——流體流速，m/s；

μ——動力粘度，kg/(m·s)。

當量直徑de可由式(8)得出：

(8)

式中：t——相鄰兩管中心距，m；

d——管外徑，m。

通過6種不同殼程流量得到6個殼程流體雷諾數(shù)，由CFD報告可以得到兩種折流板結構流場出口溫度、壓力降、換熱量等重要參數(shù)。對得出的數(shù)據(jù)進行以上處理后，可得到不同雷諾數(shù)Re下的傳熱系數(shù)、壓降、殼程單位壓降傳熱系數(shù)等傳熱指標。通過以上兩個模型的模擬結果，得出其在不同雷諾數(shù)下傳熱系數(shù)性能曲線，對殼程流場傳熱性能的評價可由ho/ΔP確定(其中ho是殼程膜傳熱系數(shù)——即管外流體膜傳熱系數(shù)，ΔP是殼程壓降)。

對交錯扇缺式折流板結構及單弓式折流板結構的傳熱指標進行對比分析，如圖15所示。

圖15 兩種結構殼程膜傳熱系數(shù)對比

由圖15可以看出，交錯扇缺式折流板結構與單弓式折流板結構的殼程膜傳熱系數(shù)ho隨雷諾數(shù)Re的增加而增加，但兩種結構流場的殼程膜傳熱系數(shù)ho值相差不大。

圖16為交錯扇缺式折流板結構與單弓式折流板結構的殼程壓降對比。由圖16可知，兩種折流板結構殼程流場壓降ΔP均隨雷諾數(shù)Re的增加而增大，但交錯扇缺式折流板結構殼程壓降較小。對圖7、圖9和圖13的分析表明，流體在交錯扇缺式折流板結構中流徑長度短且呈螺旋式流動是造成上述結果的主因。

圖17是兩種折流板結構殼程單位壓降傳熱系數(shù)的對比。由圖17可知，交錯扇缺式折流板結構的綜合傳熱指標優(yōu)于單弓式折流板結構，其ho/ΔP值比單弓式折流板結構高出50%左右。

本模擬結果和本課題組成員遼寧石油化工大學高磊、王峰通過實驗室實驗研究的結論【6】基本一致，并與工業(yè)化測試結果基本吻合，證明本模擬結果可靠。

圖16 兩種結構殼程壓降對比

圖17 兩種結構殼程單位壓降傳熱系數(shù)對比

3 結論

通過數(shù)值模擬軟件CFX14.0分別對交錯扇缺式折流板結構和單弓式折流板結構進行模擬，處理、分析模擬得到的兩種折流板結構流場的壓力云圖、溫度云圖和速度矢量圖，并對其流場的傳熱性能參數(shù)進行對比，可得出如下結論：

1) 流動方式和殼程壓降方面： 交錯扇缺式折流板結構流場內流體呈螺旋式流動， 減小了流動阻力， 同時流體流通路徑長度短， 是該結構流場壓降較低的主要原因； 單弓式折流板結構中流體基本呈“弓”字形折返沖刷管束， 可誘導管束振動， 流體動能損失大， 且流徑長， 因而流場壓降較大。

2) 殼程膜傳熱系數(shù)方面：交錯扇缺式折流板缺口開在集中布管區(qū)，可比單弓式折流板缺口內容納更多的換熱管，且缺口及周圍區(qū)域流體流速高，利于傳熱；但交錯扇缺式折流板結構內流徑長度相對較短，經(jīng)綜合考量，兩種折流板結構流場在殼程膜傳熱系數(shù)方面差別不大。

3) 殼程單位壓降傳熱系數(shù)方面：交錯扇缺式折流板結構流場壓降相對較小，同時殼程膜傳熱系數(shù)與單弓式折流板結構相當，從而使其綜合換熱性能得到強化，在折流板間距和雷諾數(shù)均相同的情況下，交錯扇缺式折流板結構的單位壓降傳熱系數(shù)比單弓式折流板結構有大幅度提高。

4) 交錯扇缺式折流板相比單弓式折流板，僅將單弓式缺口改為在集中布管區(qū)的扇形缺口，制造加工難度并未增加，設備外形也未改變，就提高了換熱器的殼程綜合傳熱性能，減緩了管束振動，起到了節(jié)能減排的作用，值得應用推廣。

目前交錯扇缺式折流板結構換熱器已完成結構開發(fā)、設計、設備制造、工業(yè)化測試及應用，從2014年交錯扇缺式折流板結構換熱器工業(yè)化應用至今，一直運轉平穩(wěn)，節(jié)能效果顯著。交錯扇缺式折流板結構和傳統(tǒng)的弓形折流板結構相比，在不增加壓力降的前提下，可使殼程膜傳熱效率至少增加30%，減少了熱損耗，節(jié)省了動力和能源成本，可實現(xiàn)低碳、環(huán)保、節(jié)能的目標。

【致謝】：本研究開發(fā)項目屬于中國石油化工集團公司技術開發(fā)項目(合同編號：312096)，在此感謝項目合作開發(fā)單位和本單位同事在建模和實驗等方面提供的幫助。